公路隧道充填型巖溶管道突水災變機理及演化過程數值分析

CHU Vietthuc

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公路隧道充填型巖溶管道突水災變機理及演化過程數值分析

CHU Vietthuc

(武漢大學土木建筑工程學院，湖北武漢，430072)

為研究公路隧道充填型巖溶管道突水災變機理及其演化過程，針對地質缺陷型巖溶突水構造，建立充填型巖溶管道3種力學失穩(wěn)模型，對所建立的失穩(wěn)模型進行力學解析推導，得到相應的失穩(wěn)判據。以富安省和慶和省之間1號公路的DEO CA隧道發(fā)生巖溶突水為典型工程背景，對其突水災變演化過程展開計算分析，采用真實破裂過程分析程序RFPA和快速拉格朗日Flac3D程序分別對巖溶管道突水災變的微、宏觀演化過程實施數值仿真分析。研究結果表明：巖溶管道充填體的安全系數=0.46，說明充填體將發(fā)生滑移失穩(wěn)并導致巖溶突水，解析計算結果與現(xiàn)場突水實際相吻合。數值計算結果較好地反映了巖溶管道突水的全過程演化機制。

公路隧道；巖溶突水；災變機制；演化過程

隧道巖溶是世界各國工程界普遍面臨的一個棘手問題。在越南的中北區(qū)地區(qū)，受大量碳酸鹽巖地層發(fā)育、地質構造強烈等因素影響，造成該地區(qū)巖溶面積超過60 000 km2。近年來，隨著越南國民經濟和國家基礎設施建設的迅猛發(fā)展，在北部地區(qū)修建公路時，頻頻遇到巖溶工程災害，給工程建設者帶來了極大的挑戰(zhàn)[1?2]。目前在巖溶地區(qū)修建隧道的技術尚不成熟，而巖溶隧道突水致災機理及成套理論研究更是大大滯后于生產實踐的發(fā)展[3]。因此，開展巖溶隧道突水災變演化過程相關研究，為生產實踐提供針對性理論指導，顯得尤為緊迫。目前，已有一些學者致力于巖溶隧道突水規(guī)律及演化機制研究，并取得了進展。TORAN等[4]采用物理模型和化學測試跟蹤的方法，獲取了隧道巖溶突水的運移規(guī)律。李術才等[5?6]對巖溶隧道突涌水力學機理進行了深入研究，開發(fā)了巖溶突水滲流物理模型和光纖信息監(jiān)測系統(tǒng)，初步揭示了高風險巖溶隧道突水災變演化機理，并將研究成果成功運用于多次發(fā)生巖溶突水災害的齊岳山隧道、烏池壩隧道等工程實踐之中。劉招偉等[7]采用理論分析和數值模擬相結合的方法，揭示了隧道巖溶充填物在水壓、圍巖塑性區(qū)共同作用下漸近失穩(wěn)引發(fā)突水的力學機制。這些研究成果一定程度上揭示了巖溶突水發(fā)生的原因和規(guī)律，給巖溶突水的預測及防治提供了有效途徑，但是這些研究成果還無法涵蓋大多數巖溶突水情況，而且?guī)r溶突水的演化過程還未得到全部揭示。事實上，掌握巖溶突水災變演化過程，不僅能夠反饋于建立巖溶突水理論判據，還能為采取針對性的全過程防治措施提供理論依據。此外，各國關于巖溶突水的研究成果也主要集中在隧道涌水量預測[8?10]、礦井突水模型及失穩(wěn)判據方面[11?13]，涉及隧道巖溶突水災變演化過程的研究成果不多。鑒于此，本文作者對隧道充填型巖溶管道突水災變的演化過程進行研究。

1 建立充填型巖溶管道失穩(wěn)力學 模型

隧道巖溶突水可以概括為地質缺陷誘發(fā)突水和非地質缺陷誘發(fā)突水2類，其中地質缺陷誘發(fā)巖溶突水占實際工程中的絕大部分，通常表現(xiàn)為地質缺陷體失穩(wěn)形成突水通道，進而貫通溶腔和隧道，引發(fā)突水涌泥。隧道圍巖中天然條件下普遍存在的節(jié)理、裂隙、裂縫等地質缺陷體往往是圍巖中最為薄弱的充填結構，對于隧道充填型巖溶管道，其充填介質的失穩(wěn)破壞模式就決定了隧道巖溶的突水災變機制。基于這一點，本文建立充填型巖溶管道失穩(wěn)的3類模型，分別為透水介質滲透失穩(wěn)模型、非透水介質滑移失穩(wěn)模型、弱透水介質滲滑失穩(wěn)模型。

1.1 透水介質滲透失穩(wěn)力學模型(HMPI)

當巖溶管道中的充填物為透水介質時，由于透水介質具有結構松散、孔隙率大等特點，溶腔中的水流會持續(xù)侵蝕透水介質，并導致透水介質逐漸液化。隨著侵蝕滲流的進一步加深，充填結構顆粒逐步流失，充填介質孔隙率逐漸增大。當隧道開挖至巖溶通道底部形成臨空面時，充填介質迅速流失，巖溶通道得以全部貫通，從而引發(fā)巖溶突水。建立透水介質滲透失穩(wěn)力學模型如圖1所示，圖中方向為滲流方向。

圖1 透水介質滲透失穩(wěn)力學模型

現(xiàn)將透水介質充填型巖溶管道滲透失穩(wěn)力學演變過程劃分為3個階段，分別為充填介質初始密實階段、充填介質滲透流失階段、巖溶管道全貫通階段，推導3個階段的力學演變機制。

1) 充填介質初始密實階段。在最初階段，巖溶管道中的充填介質是密實的，溶腔中的水流對充填體產生滲流動水壓力s(見圖1)，充填介質任一點受到的滲流動水壓力為[14?15]：

式中：s為充填介質任一點的滲流動水壓力矢量；w為溶腔中水的重度；為滲流水力坡度矢量。

設巖溶管道滲流水沿方向的水力坡度為，則巖溶管道在d長度內充填段受到的滲流動水壓力的合力為

式中：為沿方向的水力坡度；為巖溶管道寬度；為充填介質的孔隙率(此時＜1)。

充填體受到滲流動水壓力的同時，會對巖溶管道壁產生拖曳力，根據力作用與反作用原理，該拖曳力也即充填體受到巖溶管道壁的阻力，阻力合力等于滲流動水壓力s，阻力的表達式為

式中：w為充填體對巖溶管道壁產生的單位拖曳力。

聯(lián)立式(2)和(3)，計算得到充填體對巖溶管道壁產生的單位拖曳力w為

式中：w為水流密度。

2) 充填介質滲透流失階段。在經過溶腔內流體的持續(xù)滲透作用后，充填介質中的小顆粒逐漸流失，孔隙率逐漸變大，當趨向于1時(但不等于1)，充填物中流失的小顆粒懸浮在巖溶滲流水中形成高密度泥砂，表現(xiàn)為管涌，此時高密度泥砂對巖溶管道壁產生的單位拖曳力s為

式中：s為管涌泥砂密度。

對比式(4)和(5)，由于s＞w，因此在第2個階段高密度泥砂對巖溶管道壁產生的單位拖曳力要大于第1階段滲流水作用下產生的單位拖曳力。

3) 巖溶管道全貫通階段。經過第2階段充填介質滲透流失后，巖溶管道內不再有充填物，此時巖溶管道內表現(xiàn)為流砂，孔隙率=1，將孔隙率代入式(5)，則此時巖溶管道內混合流體對管道壁產生的拖曳力為

經上述推導，在有溶腔水且隧道開挖揭露了巖溶管道的前提下，連接溶腔的巖溶管道內透水介質將歷經以上3個階段最終演變?yōu)闈B透失穩(wěn)，并發(fā)生隧道突涌水。

1.2 非透水介質滑移失穩(wěn)力學模型(PMPI)

對于非透水介質充填體，其阻水性能很強，內部顆粒介質不會被溶腔水滲透后帶走，但在溶腔水動水壓力和靜水壓力的聯(lián)合持續(xù)作用下，加上充填體的膠結程度要優(yōu)于充填體與管道壁的咬合程度，將使得非透水介質充填體與管道壁之間的強度會發(fā)生持續(xù)減弱，并最終發(fā)展為非透水介質沿著管道壁滑移失穩(wěn)，巖溶通道貫通，引發(fā)巖溶突水。建立非透水介質滑移失穩(wěn)力學模型如圖2所示。

對非透水介質滑移失穩(wěn)力學模型進行受力分析，其豎向的力學平衡方程可以表示為

式中：為滑移充填體與巖溶管道壁的摩擦力；為隧道支護作用在滑移充填體上的荷載；s為滑移充填體的重力；w為滑移充填體的上覆溶腔水重力；w為溶腔水對滑移充填體的滲透力。

現(xiàn)逐一求解平衡方程中的各項未知量。假定巖溶管道形狀近似為圓柱體，其直徑即管道寬度為，長度為，則滑移充填體的自重為

式中：s為滑移充填體的重度。

圖2 非透水介質滑移失穩(wěn)力學模型

隧道支護作用在滑移充填體上的荷載為

式中：為溶腔橫截面積；為隧道單位支護力。

滑移充填體的上覆溶腔水重力為

式中：w為上覆溶腔水的體積。

溶腔水對滑移充填體的水力梯度為

式中：top和b分別為溶腔水最高水位和深度。

當充填體滲透系數為時，滲流流速=，滲流力是一種體積力，等于體積乘以水力梯度，此時，溶腔水沿滑移充填體的滲流力在垂直方向的滲流分力為

式中：為滑移充填體的平均粒徑。

為求滑移充填體與巖溶管道壁的摩擦力，現(xiàn)對充填體取一個微小圓柱體，圓柱體的高為d，該圓柱體內一點的抗剪切強度為

由此可知微圓柱體的豎向摩擦力為

則微圓柱體沿巖溶管道的側向摩擦力為

由于微小圓柱體沿豎向側面剪切破裂，此時水平向的應力σ為最小主應力3，豎直向的應力σ為最大主應力1，而1=0，則：

式中：s為充填體的側壓力系數。

把式(16)代入式(15)后，對微圓柱體沿巖溶管道的側向摩擦力進行積分，得到滑移充填體與巖溶管道壁的摩擦力為

到此，平衡方程中的各項未知量均已得到求解，將式(8)，(9)，(12)和(17)代入平衡方程式(7)，得到非透水介質滑移失穩(wěn)力學平衡方程為

式(18)等號左邊是非透水介質的抗滑力r，右邊是滑動力s，則充填體的安全系數=r/s。當＜1時，非透水介質將發(fā)生滑移失穩(wěn)，引發(fā)巖溶突水；當=1時，非透水介質處于極限平衡狀態(tài)，若此時有爆破振動等外界擾動因素，則誘發(fā)滑移失穩(wěn)；當＞1時，非透水介質將處于穩(wěn)定狀態(tài)，不會發(fā)生滑移失穩(wěn)。式(18)即非透水介質滑移失穩(wěn)判據。

1.3 弱透水介質滲滑失穩(wěn)模型(LPMPI)

當巖溶管道中的充填物為弱透水介質時，其微細觀結構兼有透水介質和不透水介質兩者的共有特性，一方面，溶腔中的水流侵蝕滲透弱透水介質，導致充填結構顆粒緩慢流失，另一方面，溶腔水流的動、靜水壓力會持續(xù)弱化充填體與管道壁之間的咬合強度，在2方面因素的共同作用下，最終導致弱透水介質充填體發(fā)生滲滑失穩(wěn)，因此，其失穩(wěn)的主要模式取決于弱透水介質的滲透系數，當滲透系數較高時，以滲透失穩(wěn)為主，反之，以滑移失穩(wěn)為主。

1.4 充填介質透水性判斷標準

在實際應用過程中，需現(xiàn)場或取樣后在室內通過試驗判定充填介質的透水性，在透水性試驗的基礎上，通過獲取充填體的滲透系數來選擇所提出的合適力學模型。力學模型選擇標準為[16]：1)透水介質：＞10 m/d，選擇HMPI模型；2)弱透水介質：0.01＜＜1 m/d，選擇LPMPI模型；3)非透水介質：＜0.001 m/d，選擇PMPI模型。

2 典型工程應用

2.1 工程概況

DEO CA隧道位于富安省和慶和省相鄰的1號公路，隧道起訖里程KM3+814.28至KM7+940，全長 4 125.272 m，最大埋深378 m。隧道平面位置如圖3所示。

基巖為中寒武統(tǒng)碳酸巖層，含2個巖組：1)上層為華僑組∈2 h薄?中厚層泥質灰?guī)r，巖溶較發(fā)育。全風化層呈黃褐色土狀，強風化層呈淺灰色，巖體破碎，節(jié)理裂隙發(fā)育，呈碎石角礫狀。2)下層為中統(tǒng)熬溪組∈2a薄層紋層狀、角礫狀白云巖，主要分布于隧道進口端，巖體較破碎?破碎，為汞礦層。巖層產狀整體傾向北西，正常產狀287°~347°∠10°~27°，局部有變化整體呈單斜構造。隧道區(qū)地下水主要為裂隙巖溶水，賦存于白云巖、泥質灰?guī)r等碳酸鹽巖節(jié)理裂隙及巖溶洞隙中。

勘探結果表明：∈2a白云巖巖溶中等發(fā)育，巖溶形式主要為順層溶蝕，巖溶段總長度243.4 m，位于隧道洞身范圍內，易引發(fā)隧道突水(泥、石)。隧道工程地質剖面圖如圖4所示。

2.2 隧道突水情況

隧道開挖至里程KM6+733(圖4中3號溶洞)時，左邊拱腰位置揭露明顯巖溶管道，充填物為黏結泥砂，初期巖溶管道未見滲水，現(xiàn)場隨即采用地質雷達對巖溶管道及內部溶腔進行探測分析，根據分析結果推斷巖溶管道和隧道橫截面的結構如圖5所示。巖溶管道出現(xiàn)泥砂涌出，不久后發(fā)生大量突水涌泥，涌水量約300 m3/h，噴出距離長達5 m，對隧道施工安全造成較大影響。

2.3 隧道突水災變演化過程分析

根據所揭露的巖溶管道結構可以推測，管道內泥砂充填物為多年水流作用下沖刷堆積而成，其突水災變演化過程，符合前面提出的3類失穩(wěn)力學模型。據現(xiàn)場調查及室內試驗，該里程隧道埋深285 m，巖溶管道充填段長=6 m，管道寬度約0.25 m，溶腔充水體積約4 m3；初期充填介質的孔隙率=0.3，水力坡度為2，滲透系數=13 m/d；充填體側壓力系數為0.8，密度為2 400 kg/m3，黏聚力為16 kPa，內摩擦角為23°，平均粒徑為0.01 m。

根據滲透系數判定標準，起初巖溶管道內的泥砂為松散透水介質，在溶腔水流的持續(xù)侵蝕作用下，充填介質沿著巖溶管道不斷滲透、積累，由于巖溶管道中間存在折線過渡段，因而泥砂在巖溶水的滲透拖曳和自重作用下在折線過渡段積累，并不斷被沖壓密實，形成透水性較差的致密充填體。此階段按式(4)計算可得充填體對巖溶管道壁產生的拖曳力w為0.75 kN。

圖3 DEO CA隧道平面位置

圖4 DEO CA隧道工程地質剖面圖

圖5 巖溶管道和隧道橫截面結構示意圖

隧道開挖揭露巖溶管道后，一方面巖溶管道充填體失去了原有圍巖支護作用，另一方面溶腔動、靜水壓力持續(xù)作用于充填體，弱化充填體與管道壁之間的咬合強度，此時，按式(18)分別計算充填體的抗滑力和滑動力分別為145.95 kN和320.17 kN。

巖溶管道充填體的安全系數=0.46＜1，表明充填體此時將發(fā)生滑移失穩(wěn)，并導致巖溶突水。解析計算結果與現(xiàn)場突水實際相吻合。

3 突水災變演化過程微觀數值實現(xiàn)

采用真實破裂過程分析程序RFPA(realistic failure process analysis)對巖溶管道突水災變的微觀演化過程實施數值仿真分析。計算模型采用平面應變模型，長×寬為100 m×80 m，自上而下由強風層、弱風化層、微風化層和基巖4部分組成。模型周邊均設為隔水邊界，左右邊界位移約束，底部固定，頂部為自由面，水體承壓為1 MPa。基于尺寸效應和計算速度考慮，模型劃分28 500個細觀單元，反映材料力學性質均勻程度的參數取為2，巖體只承受自身重力和水壓力。巖溶管道充填物形成過程如圖6所示。

早期，巖溶管道沒有充填物，巖溶管道即溶腔水滲流通道，隨著管道附近巖溶水的不斷匯集，少量泥砂顆粒進入巖溶管道，在RFPA程序中顯示為顆粒活化，如圖6(a)所示；隨著管道內滲透性增強，充填顆粒持續(xù)活化，開始在巖溶管道內由上而下堆積，如圖6(b)所示；充填顆粒在巖溶水持續(xù)滲透作用下，在巖溶管道折線過渡段不斷堆積，逐漸堆積成密實堵塞體，如圖6(c)所示。

巖溶管道充填體滑移失穩(wěn)過程如圖7所示。巖溶管道過渡段形成密實堵塞體后，隨著溶腔水的持續(xù)滲透及動、靜水壓力作用，密實堵塞體將逐漸下沉，如圖7(a)所示；隨著下沉顆粒物持續(xù)活化擴展，下沉的密實堵塞體逐漸堆積到了巖溶管道口，受下沉滲透和管道口阻擋，管道口的堵塞體密實性逐漸增大，繼而整個巖溶管道充填結構密實性增強，如圖7(b)所示；此時，受降雨補充、隧道開挖擾動影響，匯集到溶腔的巖溶水對巖溶管道充填物持續(xù)滲透作用，充填體與管道壁之間咬合強度遭到持續(xù)弱化，當隧道開挖揭露巖溶管道口后，充填體向巖溶管道口發(fā)生滑移進入隧道，并引發(fā)巖溶水突入隧道，如圖7(c)所示。

(a) 早期巖溶管道，無充填物；(b) 充填物開始由上往下堆積；(c) 在巖溶管道過渡段堆積成密實堵塞體

圖6 巖溶管道充填物形成過程

Fig. 6 Karst pipe fillings formation process

(a) 過渡段密實堵塞體逐漸下沉；(b) 密實堵塞體堆積到巖溶管道口；(c) 充填體滑移進入隧道

圖7 巖溶管道充填體滑移失穩(wěn)過程

Fig. 7 Karst pipeline filling body sliding instability process

4 突水災變演化過程宏觀數值實現(xiàn)

采用快速拉格朗日Flac3D程序對巖溶管道突水災變的宏觀演化過程實施數值仿真分析。計算模型采用三維模型，為簡化計算，模型長×寬×厚為100 m×80 m×1 m。計算模型含1 907個單元，3 982個節(jié)點。設置地下水位線于地表處以施加水壓，采用流固耦合算法計算，計算模型如圖8所示。

初期隧道未開挖，且?guī)r溶管道充填體處于穩(wěn)定狀態(tài)時，溶腔附近的地下水匯集，產生的滲流場孔隙水壓力如圖9(a)所示，由于溶腔為透水邊界，因此溶腔附近的孔隙水壓力為0 Pa，巖溶管道為弱透水介質，孔隙水壓力持續(xù)對巖溶管道充填體產生滲透作用，孔隙水壓力從上至下為10~40 kPa；滲流場流動矢量如圖9(b)所示，從圖9可以看出：溶腔附近地下水滲流方向朝溶腔中心，盡管隧道未開挖，但巖溶管道滲透性強于周邊圍巖，因此隧道的左拱頂沿巖溶管道方向滲流矢量強烈，表明左拱頂附近將是地下水的重要滲流通道。

圖8 數值計算模型

(a) 滲流場孔隙水壓力；(b) 滲流場流動矢量

圖9 隧道開挖前充填體

Fig. 9 Filling body in tunnel before excavated

隨著溶腔水不斷滲流作用于巖溶管道充填體，且隧道開挖揭露巖溶管道口后，充填體滑移失穩(wěn)，巖溶通道徹底打開，溶腔水順著巖溶管道涌入隧道內，產生的滲流場孔隙水壓力如圖10(a)所示，此時溶腔、巖溶管道全部貫通隧道，為自由滲流邊界，邊界處孔隙水壓力為0~20 kPa；滲流場流動矢量如圖10(b)所示，從圖10可知：溶腔附近滲流矢量向溶腔富集，巖溶管道滲流朝管道臨空面，而隧道環(huán)向滲流矢量均朝隧道中心，與圖9隧道未開挖時相比，巖溶管道和隧道的孔隙水壓力急劇下降，表明巖溶水正順著巖溶通道迅速向隧道突水。

(a) 滲流場孔隙水壓力；(b) 滲流場流動矢量

圖10 隧道開挖后充填體滑移失穩(wěn)

Fig. 10 Sliding filling body in tunnel after excavated

5 結論

1) 提出巖溶管道失穩(wěn)突水的3種力學模型，并對各力學模型進行詳細計算推導，理論推導過程反映了巖溶管道充填體失穩(wěn)災變過程，理論結果作為巖溶管道充填體的失穩(wěn)判據。

2) 選取了越南富安省和慶和省之間1號公路的DEO CA隧道發(fā)生巖溶管道突涌水作為研究的工程背景，基于所提出的巖溶管道失穩(wěn)突水力學模型，對DEO CA隧道突水災變演化過程進行了分析，結果表明：充填體對巖溶管道壁產生的拖曳力為1.5 kN，巖溶管道充填體的安全系數=0.46＜1，將發(fā)生滑移失穩(wěn)并導致巖溶突水。

3) 采用真實破裂過程分析程序RFPA和快速拉格朗日Flac3D程序，分別對巖溶管道突水災變的微、宏觀演化過程實施數值仿真分析，數值計算結果較好地反映了巖溶管道突水的全過程演化機制。

4) 由于工程實際情況(如：地質條件、隧道尺寸、巖溶突水通道內部未能揭露)的復雜性，在力學模型推導和數值模擬計算過程中，均做了必要的簡化，從而未能考慮到圍巖的不均勻性等情況，因此計算結果可能會存在一定的誤差。

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(編輯 趙俊)

Mechanism on water inrush disaster of filling karst piping and numerical analysis of evolutionary process in highway tunnel

CHU Vietthuc

(School of Civil Engineering & Architecture, Wuhan University, Wuhan 430072, China)

In order to study the water inrush disaster mechanism and evolutionary process of filling karst piping in highway tunnel, the three types of filling karst pipe mechanical instability model were established aiming at the geological defects for karst water bursting tectonic. The mechanical analysis was deduced and the corresponding criterion was obtained. Taking national highway 1A DEO CA tunnel adjacent to Phu Yen Province and Khanh Hoa Province as the typical engineering background, in which karst water inrush occurred, the water inrush disaster evolution processes were calculated and analyzed. The micro and macro evolution process of the karst conduit water inrush disaster were simulated and analyzed by realistic failure process analysis (RFPA) method and fast Lagrangian method Flac3D. The results show that the safety factor of karst pipeline filling body is 0.46, which indicates that the filling body sliding has instability and karst water inrush will occur. The analytical calculation results coincide with the scene actual water inrush. The numerical calculation results can reflect the mechanism and whole evolution process of karst conduit water bursting.

highway tunnel; karst water bursting; catastrophe mechanism; evolutionary process

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.12.028

TU453.6

A

1672?7207(2016)12?4173?08

2015?12?10；

2016?03?02

國家自然科學基金資助項目(41130742)(Project(41130742) supported by the National Natural Science Foundation of China)

CHU Vietthuc，博士研究生，從事巖石力學及工程方面的研究；E-mail：guoyoulin82@163.com